劉 洋，李小磊，周鈺淪，張露瑤，王高強，劉禹杉

(1.北京金隅水泥節(jié)能科技有限公司水泥混凝土節(jié)能利廢技術北京市重點實驗室，北京 102403；2.北京建筑材料科學研究總院有限公司固廢資源化利用與節(jié)能建材國家重點實驗室，北京 100041； 3.唐山冀東水泥外加劑有限責任公司，河北 唐山 063000)

0 引言

混凝土經(jīng)過泵管輸送后，流動性較入泵前出現(xiàn)較明顯的損失或增加的流變行為變化，混凝土行業(yè)習慣性稱為泵損或泵返現(xiàn)象。從業(yè)人員對其原因提出不少經(jīng)驗性觀點，主要有：混凝土與輸送管摩擦或泵管受太陽直射升溫導致水泥加速水化引起泵損；泵管拼縫欠佳，泵壓導致泌水并溢出引起泵損；壓力下自由水向骨料內(nèi)部孔隙遷移導致泵損[1]；壓力下含氣量損失導致泵損或嚴重的泵返離析等。經(jīng)驗層面的觀點理論支撐不夠，部分原因有待進一步深入研究。

學術層面主要從剪切角度予以解釋?；炷猎谳斔凸苤械牧鲃赢a(chǎn)生剪切作用。對剪切增稠現(xiàn)象主要解釋有“有序轉(zhuǎn)無序”和“粒子簇”理論[2]，對于剪切變稀主要有“解絮”理論[3-5]。研究認為：水粉比較低易引發(fā)剪切變稠，增加水粉比可削弱剪切變稠，直到表現(xiàn)出剪切變稀現(xiàn)象[2]。剪切流變受礦物摻合料的影響[6-7]：硅灰會減輕剪切增稠，而微珠影響不大；Ⅰ級粉煤灰隨摻量提高，具有從促進剪切變稀到加劇剪切變稠的雙重影響等。以上研究從理論角度給應用提供了分析基礎，但還不足以全面說明泵損和泵返現(xiàn)象產(chǎn)生的原因。

對于混凝土從業(yè)人員來說，足以影響施工質(zhì)量的嚴重泵損和泵返現(xiàn)象能否預測、控制或應對，尤為關鍵。但因涉及泵送，很多觀點不便在生產(chǎn)中驗證。本研究根據(jù)工程現(xiàn)場測試，結(jié)合有關生產(chǎn)調(diào)整和專門試驗，驗證了部分觀點，并對溫度、壓力和含氣量等因素的影響進行了分析，可為生產(chǎn)預測、控制和應對提供一定借鑒。

1 試驗方案

1.1 試驗原料

十二烷基硫酸鈉引氣劑K12(有效物20%)、引氣劑AE-PLUS(有效物35%)、7168消泡劑、JY-TS聚羧酸減水劑。

P·O42.5水泥、S95級礦粉、F類Ⅰ級粉煤灰、微珠、硅灰。砂A(河砂)細度模數(shù)2.4，含泥3.3%，MB值1.3；砂B(河砂)細度模數(shù)2.4，含泥2.6%，MB值0.6；砂C(河砂)細度模數(shù)2.6，含泥1.9%。石子為5～25mm連續(xù)級配石灰?guī)r碎石。砂A和砂B水洗后0.075mm篩下泥粉，0.15～0.3mm顆粒粉磨至0.075mm以下的巖粉。

1.2 試驗設計

對細骨料、礦物摻合料、攪拌時間、壓力和含氣量等因素，按1.3節(jié)所述方法進行各項目定性影響試驗；根據(jù)生產(chǎn)中出現(xiàn)的經(jīng)泵混凝土流動性變化問題，采集施工混凝土經(jīng)泵前后流動度、含氣量及溫度等數(shù)據(jù)，分析驗證各因素的影響作用?，F(xiàn)場情況如表1所示。

表1 工程現(xiàn)場混凝土情況

1.3 試驗對象與方法

1)細骨料 對不同砂的結(jié)構進行顯微觀察，進行混凝土流動度和TOC吸附測試。TOC試驗時，樣品加水攪拌5min后離心；減水劑(折固)∶泥(巖)粉∶水=0.4∶10∶120。C35混凝土配合比如表2所示。

表2 混凝土配合比及材料 kg·m-3

2)礦物摻合料和攪拌時間 不同攪拌時間下，對微珠或硅灰制備混凝土的含氣量、混凝土流空時間、流動度和泌水率進行測試。C60混凝土配合比如表2所示。

3)流動度 進行加壓和常壓凈漿的流動度與水化熱測試。加壓設備由SY-2型壓力泌水儀取出篩網(wǎng)，墊平導水槽，關閉泌水閥，在筒體內(nèi)置完整塑料袋改造而成，如圖1所示。

圖1 加壓測試儀器

4)含氣量 進行砂漿的含氣量與流動度測試，不同氣泡泡徑對自由水量影響試驗，出入泵混凝土氣泡比較。砂漿配合比同表2中C60-1(去除石子)。

5)混凝土溫度 進行同一車次出、入泵混凝土的溫度測量；測量不同溫度凈漿的流動度，并將凈漿中摻入足量緩釋母液?；炷翞楸?中所列工程現(xiàn)場的施工混凝土。

有關含氣量、泌水率、凈漿流動度、砂漿流動度、混凝土流動度和流空時間等測試方法分別參照GB/T 50080—2016 《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》、GB/T 8077—2012《混凝土外加劑勻質(zhì)性試驗方法》、JGJ/T 283—2012《自密實混凝土應用技術規(guī)程》。凈漿水膠比為0.29。流空時間為倒提坍落度桶的混凝土完全流出用時。加壓操作參考《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》中壓力泌水試驗方法。其中，C35和C60混凝土所用粉煤灰分別為Ⅱ級和Ⅰ級，C60混凝土用石為整形過的5～25mm連續(xù)級配碎石。

2 試驗結(jié)果與分析

現(xiàn)場C35和C60混凝土低壓泵送壓力分別為10MPa和12MPa，C60盤管試驗高壓泵送壓力8.0～12.5MPa；環(huán)境溫度低于混凝土4～7℃。所有測次混凝土入泵前經(jīng)時40～60min。現(xiàn)場C35混凝土在輸送管中經(jīng)時2～3min，現(xiàn)場C60混凝土5～7min，C60盤管混凝土約50min?，F(xiàn)場混凝土含氣量和溫度測試數(shù)據(jù)如下。

2.1 細骨料影響

1)實驗室情況 砂A和砂B的顯微圖像如圖2所示。所含泥粉及巖粉對減水劑的吸附率，以及采用2種砂的混凝土中減水劑經(jīng)吸附后的余量比(計算得出)如圖3所示。

圖2 河砂顯微圖像

圖3 河砂對減水劑吸附量

2)現(xiàn)場情況 C35-1混凝土(采用砂A)常壓下無流動度增長，采用該配合比的第1，2測次混凝土出泵時流動度明顯損失；相同外加劑摻量的C35-2混凝土(采用砂B)在70min內(nèi)出現(xiàn)明顯流動度增長，采用該配合比第3測次混凝土出泵時有一定浮漿，第4測次下調(diào)減水劑0.2%。有關流動度如圖4所示。

圖4 C35混凝土流動度

由圖3，4可見，兩砂晶體無明顯裂紋，巖粉吸附量均較小，砂A含泥量大，對減水劑吸附能力達砂B的3倍，5min后砂A多消耗混凝土體系中有效減水劑達15%，這和MB值呈正相關。C35-1混凝土入泵前流動度即明顯損失，泵送時缺少減水劑分散作用，自由水減少，拌合物更易產(chǎn)生絮凝結(jié)構[8]，導致C35第1，2測次混凝土在經(jīng)泵后出現(xiàn)明顯流動度損失。換用砂B后，混凝土入泵前出現(xiàn)流動度增長，減水劑分散潛力充足，第3測次混凝土經(jīng)泵后出現(xiàn)稀化浮漿。由以上分析，骨料的影響在于其對混凝土中減水劑余量的影響。

2.2 礦物摻合料和攪拌時間影響

1)實驗室情況 減水劑摻量均為2.2%。每盤攪拌各配合比混凝土45L，分3段攪拌，每段60s，每段攪拌后取樣約15L，余料繼續(xù)攪拌。采集60，120，180s攪拌各試樣數(shù)據(jù)，如表3與圖5所示。

表3 礦物摻合料對混凝土初始流動性和保水性影響

圖5 礦物摻合料對混凝土工作性影響

由表3和圖5可知，微珠在更短的攪拌時間內(nèi)即可使混凝土有更大流動度，其流空時間最短，經(jīng)時保留最好，但保水和穩(wěn)泡性能不佳；硅灰雖縮短流空時間不及微珠，并加速了流動性損失，但其保水和穩(wěn)泡性能最好，含氣量隨攪拌時間延長而穩(wěn)定增加。另外，隨攪拌時間延長(延長剪切作用)，各混凝土流空時間均有不同程度降低，1h最大泌水率有所降低，2h經(jīng)時損失有所增大。

2)現(xiàn)場情況 C60-2混凝土在常壓下經(jīng)時流動度增長顯著，第1，2測次(盤管試驗)混凝土出泵時有明顯浮漿；C60-3混凝土流動度增長較平緩，第3，4測次(工程2現(xiàn)場)出泵混凝土和易性良好，擴展度稍有減小。對出泵的第3測次混凝土進行保留，1h后流動擴展度無明顯損失。有關流動度如圖6所示。

圖6 C60混凝土流動度

由圖6可知，現(xiàn)場情況下，采用微珠的C60-2靜置流動度增幅更為明顯，經(jīng)泵后漿體出現(xiàn)明顯稀化，而采用硅灰的C60-3出泵流動度則略有降低，表現(xiàn)為輕度的剪切稠化。

本試驗硅灰影響和Cyr等[6]研究結(jié)果相一致，而微珠的影響并不一致。這可能和減水劑有關，Cyr等試驗中采用的減水劑以靜電斥力為主要作用機理，并未對空間位阻類減水劑作用下的礦物摻合料作用進行研究。空間位阻類減水劑可更大程度地破壞漿體絮凝結(jié)構，釋放更多自由水。當絮凝結(jié)構釋放水量大于加入減水劑或分散顆粒所能增加的吸附水量時，漿體將出現(xiàn)泌水[9]。硅灰巨大的比表面積使其對自由水增加帶來的問題有更大耐受性。

侯云芬等[10]認為延長攪拌時間使大流態(tài)混凝土膠凝材料分散更充分，易導致泌水，這和本試驗結(jié)果并不一致，但這是表面現(xiàn)象，其作用機理相同，只是本試驗的泌水率是1h的數(shù)據(jù)，它受到充分分散所帶來的水化加快影響。由于生產(chǎn)中初始攪拌通常不及實驗室充分，運輸和等待過程中攪拌車轉(zhuǎn)速也較低，剪切作用有限，不能有效破壞新拌水泥漿體多級絮凝結(jié)構[3]中需更強剪切的團聚體。

2.3 壓力影響

實驗室中調(diào)整減水劑摻量，使常壓凈漿流動度出現(xiàn)增長、穩(wěn)定和損失等明顯階段。取加水后10min和120min作為流動度增長期和損失期的加壓起測點。試樣加壓至3.0MPa后衡壓60min。

攪拌凈漿11kg，將凈漿近似等分為3份，分別用于常壓、流動度增長前期加壓和損失前期加壓的流動度測試。如受壓過程中筒體接縫處出現(xiàn)滲水，收集后于卸壓攪拌時補回。在各測試時間同步進行對比漿體的流動度測試，如圖7所示，為方便做圖，對塑性較好但流動性不滿足擴展度試驗的凈漿，人為取其擴展度為60mm。在70min和180min停止加壓后的測試點進行常壓和加壓漿體的水化熱測試，水化熱數(shù)據(jù)無明顯差異，不再列出。

圖7 壓力對凈漿流動性影響

由圖7可知，靜態(tài)加壓未明顯影響流動性增長期凈漿的流動度，但明顯促進了處于流動性損失期凈漿的流動度損失。經(jīng)3.0MPa加壓60min，相近幅度凈漿損失提前約35min。

本次研究設計的水化熱試驗數(shù)據(jù)也未體現(xiàn)顯著差異。關于壓力對水泥水化或減水劑作用影響的研究較少，具體機理性解釋還有待進一步研究。推論為：高壓下水對水泥的滲入性將增強，靜態(tài)加壓也可能促進了減水劑分散作用損失期水泥顆粒的絮結(jié)。

2.4 含氣量及氣泡特征影響

1)含氣量對砂漿流動度的影響 固定減水劑用量，以AE-PLUS引氣劑調(diào)整砂漿含氣量，不同含氣量對砂漿流動度影響如圖8所示。

圖8 不同含氣量對砂漿流動度影響

2)氣泡泡徑對自由水的影響 以K12和AE-PLUS配制引氣劑溶液，摻入量分別為1%和0.5%。采用等體積500mL塑料瓶，以相同方式同時、充分搖晃各引氣劑溶液至氣泡充分生成，靜置待氣泡穩(wěn)定，5～6s后及時觀察：AE-PLUS引氣劑溶液泡沫細小，等氣泡體積空間，其液面高度低于K12引氣劑溶液約15%。從液面往上，氣泡泡徑逐漸增大。

3)現(xiàn)場情況 采用2種插搗方式測量經(jīng)泵前后混凝土含氣量，計算出泵和入泵混凝土含氣量的比值。一種是一次裝滿，插搗15次；另一種是分3層裝滿，每層插搗25次，分別計為含氣量比1和含氣量比2，如圖9所示。

圖9 出入泵混凝土含氣量比

取C35第4測次出入泵混凝土按一次裝滿方式成型試件，經(jīng)硬化后觀察，以可見氣泡為基礎，出泵成型混凝土較入泵成型混凝土，直徑5mm以上大氣泡有所減少，但可見0.5～1.0mm的氣泡比例較高。

試驗中含氣量從9%增加到13%，試驗砂漿的流動度明顯降低。氣泡在混凝土或砂漿中起形態(tài)滾軸作用并消耗自由水。當滾軸效應達到極點時，進一步形成氣泡消耗的自由水將降低氣泡的滾軸作用，漿體流動度下降，內(nèi)聚力提高。在相同氣泡體積條件下，更小泡徑氣泡的比表面積更大，需消耗更多的自由水。同時，也說明氣泡所受浮力隨泡徑增大而增大。從以上現(xiàn)象可推斷：在混凝土含氣量一定的條件下，平均泡徑的增大將釋放自由水，液相量的增加又反過來促進氣泡上浮，在插(振)搗作用下，大氣泡更易逸出，從而降低漿體內(nèi)聚力，可能產(chǎn)生泌水。

出入泵含氣量比>100%的比例占測試總數(shù)的75%，含氣量比<100%的情況全部出現(xiàn)在泵返混凝土中；出入泵混凝土含氣量比2總體小于含氣量比1；C60-3硅灰混凝土含氣量比1和含氣量比2的差異較小。

出入泵含氣量比>100%代表含氣量增加。這說明除流動性嚴重返增情況外，經(jīng)泵后仍具有一定流態(tài)的混凝土含氣量通常不會損失，所以混凝土泵損并非由含氣量損失導致。根據(jù)經(jīng)驗，入泵前拌合物從攪拌車卸出下落和出泵過程中料流沖擊會引入部分空氣。

在含氣量總體增加的背景下，經(jīng)更充分插搗的含氣量比2總體小于含氣量比1，這一現(xiàn)象說明更長時間插搗使出泵混凝土中更大比例的氣泡逸出。從前述分析看，氣泡泡徑增大或液相量增加均可能導致這一現(xiàn)象。除較大氣泡外，經(jīng)泵后C35混凝土的氣泡尺寸有一定增加。

氣泡間的接觸將產(chǎn)生部分氣泡聚并。根據(jù)文獻[11]，氣泡聚并過程大致分為以下步驟：氣泡靠近、碰撞，碰撞處形成液膜，液膜排液、變薄并最終破碎，實現(xiàn)聚并。碰撞是先決條件，碰撞發(fā)生是因為氣泡與氣泡存在相對運動。氣泡聚并時間隨著液相黏度增加而延長。氣泡聚并時間較短，低黏度體系可能僅10-6～10-5s。對雷諾值3.4的高黏液體氣泡行為研究中[12]，2個氣泡從接觸至融合完成也僅10s左右。表面活性劑有助于氣泡維持穩(wěn)定，其在液膜兩側(cè)產(chǎn)生斥力阻礙聚并，延長排液過程和聚并時間。為抵消這一不利影響，需要下軸向氣泡(論文該部分研究上下軸向的氣泡聚并行為)較大的“沖擊力”[11]。

以上研究雖針對自由運動的較大氣泡聚并行為，但有明顯借鑒意義。①泵送中因速度梯度產(chǎn)生較高的剪切作用。據(jù)研究[13]大流態(tài)自密實混凝土在泵管中剪切速率可能達到30～60s-1，混凝土與泵管接觸的潤滑層部分剪切速率可能達到100s-1，遠大于一般生產(chǎn)和運輸中的剪切速率。多相體系的高剪切環(huán)境將導致拌合物各部分微氣泡間產(chǎn)生強制性的、劇烈的接觸和碰撞，較常壓的低剪切環(huán)境，可為氣泡聚并提供更有利條件。②在減水劑充足的漿體中，強剪切易導致漿體稀化，低黏度液相環(huán)境又將加快聚并過程。③只要氣泡產(chǎn)生了碰撞液膜，不論是否最終實現(xiàn)氣泡合并，都將產(chǎn)生排液作用，導致液相量增加。所以高強度的強制碰撞和剪切稀化環(huán)境，必然導致體系液相量增加幅度大于靜置或罐車中的混凝土。這一解釋在理論上為經(jīng)泵后漿體稀化提供另一個較科學的視角。而C60-3(硅灰)混凝土黏度較高，理論上聚并過程較慢，氣泡溢出也較少，可解釋其含氣量比1和含氣量比2差異較小的原因。更深入的研究仍有待進一步對氣泡尺寸和數(shù)量的微觀確認。

2.5 溫度影響

1)C35和C60共8個測次混凝土的出入泵溫度如圖10所示。由圖10可知，在不考慮對外輻射溫損情況下，隨泵送的距離及經(jīng)時延長，經(jīng)泵混凝土均出現(xiàn)一定溫升。C60盤管混凝土輸送時長達50min，溫升高達6.1℃；其他平均溫升約1.0℃/100m。

圖10 混凝土出入泵溫度

2)溫度對凈漿流動度產(chǎn)生影響。以水調(diào)節(jié)，制取初始溫度分別為19.1，22.5，26.1，29.0℃的同一配合比凈漿，緩釋母液JY-TS-301折固摻量均為0.21%；初始無流動度，于26℃環(huán)境中保留，100min后凈漿溫度分別為24.2，25.4，26.0，27.8℃，各經(jīng)時流動度如圖11所示。

圖11 不同溫度凈漿流動度

由圖11可知，緩釋母液的作用發(fā)揮對溫度比較敏感，隨溫度提高，凈漿達到相近流動度用時明顯縮短。

凈漿試驗結(jié)果與文獻[14]中酯類基團水解的規(guī)律一致。溫度升高將使緩釋母液酯類基團水解速度加快，水解轉(zhuǎn)化率提高。酯類基團的水解速度和轉(zhuǎn)化率決定了緩釋分散作用的時間與程度，決定了凈漿流動度的發(fā)展。另外，溫升對水泥有加速作用。因此可確定溫升的雙重效應：在減水劑不足的體系中，溫升將直接促進泵損；而在減水劑充足的體系中，其將協(xié)同促進泵返。這對于遠程泵送將是一個重要的影響因素。

3 結(jié)語

1)泵返現(xiàn)象主要出現(xiàn)在混凝土流動性增長期，明顯的泵損現(xiàn)象主要出現(xiàn)在混凝土流動性損失期。體系中剩余減水劑的分散能力是經(jīng)泵混凝土工作性變化方向和程度的主要影響因素。

2)硅灰可有效減小泵返的不利影響，微珠在減水劑余量充足情況下易引起泵返現(xiàn)象。

3)充分攪拌有利于減少泵返程度。

4)壓力會明顯加快減水劑余量不足漿體的流動性損失，促進混凝土泵損，具體影響機理有待進一步研究。

5)含氣量損失不是泵損現(xiàn)象產(chǎn)生的原因，氣泡排液和聚并在理論上可引起減水劑充足混凝土的泵返。

6)根據(jù)減水劑的充分與否，經(jīng)泵溫升將促進混凝土泵返或泵損。